李東彬 柴彥凱 李偉龍 高靜賢

(中國(guó)建筑科學(xué)研究院,北京 100013)(中國(guó)建筑技術(shù)集團(tuán)有限公司,北京 100013)

隨著我國(guó)建筑業(yè)產(chǎn)業(yè)轉(zhuǎn)型升級(jí)的推進(jìn),裝配式混凝土結(jié)構(gòu)愈來(lái)愈廣泛地應(yīng)用到建筑工程建設(shè)中.裝配式混凝土框架結(jié)構(gòu)作為裝配式結(jié)構(gòu)的重要形式,具有生產(chǎn)效率高、建設(shè)周期短、產(chǎn)品質(zhì)量好、環(huán)境影響小、可持續(xù)發(fā)展及耗費(fèi)人工少等優(yōu)點(diǎn)[1].目前,既有裝配式混凝土框架結(jié)構(gòu)梁柱的連接主要采用局部現(xiàn)澆的濕式連接[2]和通過(guò)預(yù)應(yīng)力筋[3-4]、螺栓或焊接等方式實(shí)現(xiàn)的干式連接[5-7].既有裝配式預(yù)應(yīng)力混凝土框架梁柱的連接存在現(xiàn)場(chǎng)濕作業(yè)較多、梁柱連接設(shè)計(jì)復(fù)雜、整體性較差、現(xiàn)場(chǎng)施工精度要求高等不足.

為了解決既有裝配式混凝土框架梁柱連接存在的問(wèn)題,結(jié)合國(guó)內(nèi)外裝配式混凝土梁柱連接方式,文獻(xiàn)[8]提出了一種后張預(yù)應(yīng)力壓接連接的裝配式預(yù)應(yīng)力混凝土框架結(jié)構(gòu)形式.預(yù)制梁柱間灌縫材料填縫能夠吸收預(yù)制構(gòu)件加工與施工偏差.梁柱接縫采用預(yù)應(yīng)力螺紋鋼筋和鋼絞線壓接連接,減少梁柱連接位置鋼筋擁堵.對(duì)于中大跨徑梁,預(yù)制混凝土梁內(nèi)鋼絞線曲線布置;對(duì)于小跨徑梁,梁柱連接可僅采用后張預(yù)應(yīng)力螺紋鋼筋壓接連接.針對(duì)該結(jié)構(gòu)的梁柱節(jié)點(diǎn)和縮尺框架抗震性能試驗(yàn)結(jié)果表明,其具有優(yōu)異的抗震性能[9].梁柱壓接接縫作為裝配式預(yù)應(yīng)力混凝土框架的不連續(xù)構(gòu)造,其傳遞直剪荷載的能力決定了結(jié)構(gòu)的整體力學(xué)性能,有必要對(duì)其連接性能進(jìn)行深入研究.

目前,針對(duì)混凝土接縫直剪性能,國(guó)內(nèi)外學(xué)者進(jìn)行了大量試驗(yàn)與理論研究.文獻(xiàn)[10-11]分析了壓應(yīng)力對(duì)抗剪性能的影響,指出壓應(yīng)力與承載力之間呈正相關(guān)關(guān)系.文獻(xiàn)[12]研究了纖維水泥砂漿與混凝土接縫性能,指出纖維的摻入能夠提高接縫的抗剪強(qiáng)度.文獻(xiàn)[13]通過(guò)新舊混凝土接縫直剪性能試驗(yàn),提出了接縫的三階段受力模型.文獻(xiàn)[14-15]對(duì)近50 a新舊混凝土接縫直剪試驗(yàn)的數(shù)據(jù)進(jìn)行總結(jié)分析,給出了黏結(jié)力、摩擦力和鋼筋銷栓作用之間相互作用機(jī)理,并基于剪切-摩擦理論提出了承載力計(jì)算公式.

已有研究主要側(cè)重于混凝土接縫的正壓應(yīng)力、鍵齒接縫和新舊混凝土單層接縫,而關(guān)于裝配式預(yù)應(yīng)力混凝土框架采用后張預(yù)應(yīng)力壓接連接接縫直剪性能系統(tǒng)的研究則較少.鑒于此,本文通過(guò)預(yù)應(yīng)力壓接接縫直剪性能試驗(yàn),研究了預(yù)壓應(yīng)力、預(yù)應(yīng)力分布、預(yù)應(yīng)力筋銷栓作用以及灌縫材料對(duì)接縫直剪性能的影響,并提出此接縫直剪承載力的計(jì)算方法,為此類連接的設(shè)計(jì)提供參考.

1 試驗(yàn)

1.1 試件設(shè)計(jì)

圖1 梁柱壓接連接示意圖

1.2 試件制作與裝配

預(yù)制構(gòu)件在構(gòu)件廠制作,運(yùn)至試驗(yàn)場(chǎng)地進(jìn)行裝配,裝配過(guò)程如下:構(gòu)件吊裝→拼裝并連接孔道→支模、濕潤(rùn)→灌縫→預(yù)應(yīng)力筋張拉→孔道灌漿.拼裝過(guò)程見(jiàn)圖3.灌縫材料的質(zhì)量配合比見(jiàn)表2.對(duì)于灌漿料混合料,w(水泥)∶w(砂)∶w(膠粉)∶w(分散劑)∶w(減水劑)∶w(消泡劑)∶w(膠粉)=1∶1.18∶0.027∶0.004∶0.007∶0.002∶0.004;高強(qiáng)砂漿混合料的質(zhì)量配合比為42.5,且w(水泥)∶w(砂子)∶w(膠粉)∶w(減水劑)=1∶0.5∶0.003∶0.02.鋼筋的力學(xué)性能見(jiàn)表3.試驗(yàn)前,對(duì)與試件同條件養(yǎng)護(hù)的尺寸為100 mm×100 mm× 100 mm的混凝土試塊和尺寸為40 mm× 40 mm× 160 mm的灌縫材料試塊,按照標(biāo)準(zhǔn)試驗(yàn)程序進(jìn)行抗壓強(qiáng)度試驗(yàn),測(cè)得混凝土、高強(qiáng)無(wú)收縮纖維灌漿料、高強(qiáng)無(wú)收縮灌漿料和高強(qiáng)砂漿的抗壓強(qiáng)度分別為44.3、55.8、67.3和31.0 MPa.

(a) 第1組試件

表1 試件參數(shù)

1.3 加載方式及測(cè)點(diǎn)布置

試驗(yàn)加載裝置見(jiàn)圖4.對(duì)第1組試件施加豎向加載前,通過(guò)張拉預(yù)應(yīng)力螺紋鋼筋對(duì)接縫截面施加均勻預(yù)壓應(yīng)力.試件的測(cè)點(diǎn)布置見(jiàn)圖5,試驗(yàn)數(shù)據(jù)均由DH3816型靜態(tài)采集儀器采集.采用豎向單調(diào)分級(jí)加載制度[16].第1階段為荷載控制,在荷載達(dá)到50%理論極限荷載之前,每級(jí)加載10%理論極限荷載;當(dāng)荷載超過(guò)50%理論極限荷載時(shí),每級(jí)加載5%理論極限荷載,加載時(shí)間為60 s,待數(shù)據(jù)穩(wěn)定后,觀察試驗(yàn)現(xiàn)象,如此循環(huán),直至達(dá)到極限荷載.第2階段為位移控制,達(dá)到極限荷載后,以每級(jí)0.5 mm控制加載,直至接縫相互錯(cuò)動(dòng)位移達(dá)到15 mm時(shí),停止加載.

(a) 構(gòu)件吊裝

表2 灌縫材料的質(zhì)量配合比 kg

表3 鋼筋力學(xué)性能

2 試驗(yàn)現(xiàn)象

對(duì)于第1、2組試件,在加載過(guò)程中,接縫保持完整未開(kāi)裂.達(dá)到極限荷載時(shí),接縫被完全剪開(kāi)并伴有聲響,裂縫發(fā)生在灌縫材料與預(yù)制構(gòu)件界面之間,荷載急劇下降,具有明顯的脆性破壞特征.試件的典型開(kāi)裂破壞特征見(jiàn)圖6.繼續(xù)施加位移荷載,試件沿被完全剪開(kāi)的裂縫繼續(xù)相互錯(cuò)動(dòng),荷載未出現(xiàn)明顯增加.

(a) 第1組試件

(a) 應(yīng)變片布置圖(單位:mm)

(a) 試件L-4

對(duì)于第3組試件中灌縫材料為高強(qiáng)無(wú)收縮纖維灌漿料和高強(qiáng)無(wú)收縮灌漿料的試件,以試件P-13為例,其加載過(guò)程破壞特征見(jiàn)圖7.由圖可知,加載初期,接縫保持完整;當(dāng)荷載為1 039 kN時(shí),接縫底部出現(xiàn)裂縫,向上延伸至距接縫底部200 mm位置處;當(dāng)荷載為1 092 kN時(shí),裂縫繼續(xù)向上延伸,接縫仍未完全被剪開(kāi);當(dāng)荷載達(dá)到1 129 kN時(shí),接縫被完全剪開(kāi)并伴有聲響,荷載急劇下降,具有明顯的脆性破壞特征;繼續(xù)施加位移荷載,試件沿被剪開(kāi)裂縫相互錯(cuò)動(dòng),荷載未出現(xiàn)明顯增加.

(a) 加載初期

對(duì)于灌縫材料為高強(qiáng)砂漿的試件P-17,其加載過(guò)程破壞特征見(jiàn)圖8.由圖可知,當(dāng)荷載為546 kN時(shí),接縫開(kāi)裂;繼續(xù)加載過(guò)程中,裂縫由兩端逐漸向中部延伸并最終貫穿,達(dá)到極限荷載,接縫未出現(xiàn)明顯的脆性破壞特征;繼續(xù)施加位移荷載,試件沿被剪開(kāi)裂縫相互錯(cuò)動(dòng),荷載未出現(xiàn)明顯增加.

(a) 荷載為546 kN

3 結(jié)果與分析

試件的荷載-相對(duì)位移曲線見(jiàn)圖9.由圖可知,對(duì)于第2、3組中灌縫材料為高強(qiáng)無(wú)收縮纖維灌漿料和高強(qiáng)無(wú)收縮灌漿料的試件,荷載-相對(duì)位移曲線可以分為如下3個(gè)階段:① 極限荷載前,接縫的荷載-相對(duì)位移近似呈線性增長(zhǎng),接縫的相對(duì)位移較小;② 達(dá)到極限荷載時(shí),接縫完全剪開(kāi)后,黏結(jié)完全失效,接縫出現(xiàn)較大的相對(duì)位移,除試件D-8外,其余試件的荷載均急劇下降;③ 極限荷載后,鋼筋完全屈服,接縫承載力基本不變.對(duì)于試件D-8,接縫截面鋼筋配筋率大,在接縫黏結(jié)完全失效后,鋼筋能夠承擔(dān)全部荷載并且尚未屈服,隨著相對(duì)位移的增加,承載力逐漸增加,直至鋼筋完全屈服,荷載-相對(duì)位移曲線接近水平.

(a) 第1組試件

主要試驗(yàn)結(jié)果見(jiàn)表4.表中,σn、Vu、τu、σn-rs、Vrs和τrs分別為接縫的平均預(yù)壓應(yīng)力、極限承載力、平均極限剪應(yīng)力、完全剪開(kāi)后平均預(yù)壓應(yīng)力、殘余承載力和平均殘余剪應(yīng)力.試驗(yàn)過(guò)程中,試件L-5的接縫被完全剪開(kāi)后,預(yù)應(yīng)力螺紋鋼筋與構(gòu)件接觸;試件P-14存在初始缺陷,鋼絞線預(yù)應(yīng)力損失過(guò)大,因此表4中未列出相應(yīng)試件的試驗(yàn)結(jié)果.

表4 試驗(yàn)結(jié)果

3.1 預(yù)壓應(yīng)力對(duì)抗剪性能的影響

第1組試件用于研究預(yù)壓應(yīng)力對(duì)接縫直剪性能的影響.接縫截面均勻預(yù)壓應(yīng)力對(duì)剪應(yīng)力的影響見(jiàn)圖10.由圖10(a)可知,接縫的極限剪應(yīng)力與均勻預(yù)壓應(yīng)力之間呈1.235 6倍的線性正相關(guān)關(guān)系.接縫的極限承載力是由黏聚力和均勻預(yù)壓應(yīng)力產(chǎn)生的靜摩擦力組成,其計(jì)算公式為

τu=2.871+1.235 6σn

(a) 極限剪應(yīng)力

由圖10(b)可知,接縫的殘余剪應(yīng)力與均勻預(yù)壓應(yīng)力之間呈0.706倍的線性正相關(guān)關(guān)系,接縫的殘余承載力僅由均勻預(yù)壓力產(chǎn)生的摩擦力提供,其計(jì)算公式為

τrs=0.706σn-rs

3.2 預(yù)應(yīng)力螺紋鋼筋對(duì)抗剪性能的影響

第2組試件用于研究預(yù)應(yīng)力螺紋鋼筋對(duì)接縫抗剪性能的貢獻(xiàn).極限荷載時(shí)的預(yù)應(yīng)力螺紋鋼筋平均應(yīng)變和接縫承載力隨預(yù)應(yīng)力螺紋鋼筋張拉力的變化見(jiàn)圖11.由圖9(b)和圖11(a)可知,極限荷載前,接縫黏結(jié)完好,相互錯(cuò)動(dòng)較小,預(yù)應(yīng)力螺紋鋼筋應(yīng)變?cè)鲩L(zhǎng)也相對(duì)較小,尚未起到銷栓作用,對(duì)接縫直剪極限承載力幾乎無(wú)貢獻(xiàn).由圖11(b)可知,預(yù)應(yīng)力螺紋鋼筋對(duì)接縫施加的均勻壓力與接縫的極限承載力、殘余承載力之間呈線性正相關(guān)關(guān)系,說(shuō)明后張預(yù)應(yīng)力螺紋鋼筋的張拉對(duì)接縫承載力有提高作用,能夠充分發(fā)揮高強(qiáng)材料的性能.參考文獻(xiàn)[15],預(yù)應(yīng)力螺紋鋼筋對(duì)接縫抗剪性能的作用不能簡(jiǎn)單歸結(jié)為銷栓作用.銷栓作用的發(fā)揮與接縫相互錯(cuò)動(dòng)位移量相關(guān),且鋼筋對(duì)抗剪承載力的貢獻(xiàn)由銷栓作用和界面摩擦抗剪作用組成.

3.3 預(yù)應(yīng)力分布對(duì)抗剪性能的影響

第3組試件用于研究預(yù)應(yīng)力分布對(duì)接縫抗剪性能的影響.預(yù)應(yīng)力分布對(duì)接縫極限承載力的影響見(jiàn)圖12(a).由圖可知,試件P-12、P-13、P-15的預(yù)加力偏心距分別為61.26、80.59、106.67 mm,較相同平均預(yù)壓應(yīng)力作用下均勻受壓接縫的極限承載力分別降低5.37%、10.61%、18.77%,說(shuō)明預(yù)應(yīng)力分布對(duì)接縫極限承載力具有不利影響,預(yù)加力的偏心距越大,接縫極限承載力下降越明顯.這與文獻(xiàn)[10]中結(jié)論一致.

(a) 極限荷載時(shí)的鋼筋平均應(yīng)變

3.4 灌縫材料對(duì)抗剪性能的影響

在第3組試件中,試件P-13、P-16和P-17的灌縫材料分別為高強(qiáng)無(wú)收縮纖維灌漿料、高強(qiáng)無(wú)收縮灌漿料和高強(qiáng)砂漿.灌縫材料對(duì)接縫抗剪性能的影響見(jiàn)圖13.由圖可知,試件P-17的極限承載力明顯低于試件P-13和P-16的殘余承載力,說(shuō)明高強(qiáng)砂漿與預(yù)制構(gòu)件的界面之間幾乎不存在黏結(jié)力,故不宜作為壓接接縫的灌縫材料.高強(qiáng)無(wú)收縮纖維灌漿料的抗壓強(qiáng)度相對(duì)于高強(qiáng)無(wú)收縮灌漿料下降約17.1%,但試件P-13的開(kāi)裂荷載和極限承載力較試件P-16分別提高了4.00%和6.64%,試件P-13和P-16的殘余承載力幾乎相同,說(shuō)明灌漿料摻入纖維后可提高接縫的開(kāi)裂荷載和極限承載力.文獻(xiàn)[17-19]指出,濕潤(rùn)程度能影響灌縫材料的黏結(jié)性能,在施工時(shí)預(yù)制構(gòu)件表面應(yīng)當(dāng)充分濕潤(rùn).

(a) 預(yù)應(yīng)力分布對(duì)極限承載力的影響

(a) 荷載-相對(duì)位移曲線

4 壓接接縫直剪承載力計(jì)算方法

4.1 受力機(jī)理

如圖14所示,壓接接縫的直剪受力模型可分為如下3個(gè)階段:

1) 加載至極限荷載前,接縫截面均勻受壓時(shí),接縫黏結(jié)完好;接縫截面偏心受壓時(shí),壓應(yīng)力小的區(qū)域首先出現(xiàn)裂縫,裂縫逐漸向壓應(yīng)力大的區(qū)域延伸,但接縫仍未被完全剪開(kāi),預(yù)應(yīng)力鋼筋對(duì)承載力幾乎無(wú)貢獻(xiàn),接縫承載力由黏結(jié)力和壓應(yīng)力產(chǎn)生的靜摩擦力組成;接縫相互錯(cuò)動(dòng)較小,相互錯(cuò)動(dòng)位移主要由剪應(yīng)力作用下兩側(cè)混凝土的變形差引起.

圖14 壓接接縫的受力模型

2) 荷載達(dá)到極限荷載時(shí),接縫被完全剪開(kāi),界面之間的黏結(jié)力完全失效;界面間的靜摩擦轉(zhuǎn)為動(dòng)摩擦,接縫出現(xiàn)較大的相對(duì)錯(cuò)動(dòng)位移,承載力急劇下降,直至預(yù)應(yīng)力筋屈服.

3) 極限荷載后,隨著接縫相對(duì)位移的增加,接縫沿被剪開(kāi)的裂縫相互錯(cuò)動(dòng),承載力接近于恒定值,接縫承載力由接縫所受壓應(yīng)力產(chǎn)生的摩擦力和預(yù)應(yīng)力筋的銷栓作用組成.

4.2 直剪承載力計(jì)算方法

當(dāng)灌縫材料為高強(qiáng)無(wú)收縮纖維灌漿料和高強(qiáng)無(wú)收縮灌漿料時(shí),試件的壓接接縫受力模型類似于新舊混凝土接縫.文獻(xiàn)[20-22]給出了多種新舊混凝土接縫承載力計(jì)算方法.文獻(xiàn)[15]按照黏結(jié)力、摩擦力和銷栓作用之間的相互作用機(jī)理,根據(jù)黏結(jié)作用占主導(dǎo)與否,將接縫分為強(qiáng)黏結(jié)接縫和弱黏結(jié)接縫.對(duì)于強(qiáng)黏結(jié)接縫,新舊混凝土接縫承載力的計(jì)算公式為

τu=τ0+μ(σn+k1ρfy)

(1)

對(duì)于弱黏結(jié)接縫,有

(2)

式中,τ0為黏結(jié)應(yīng)力;μ為接縫的摩擦系數(shù);ρ、fy分別為鋼筋的配筋率和屈服強(qiáng)度;fc,cube為混凝土立方體的抗壓強(qiáng)度;k1為鋼筋的拉應(yīng)力有效系數(shù);k2為鋼筋的銷栓作用系數(shù).

4.2.1 直剪極限承載力

對(duì)于灌縫材料為高強(qiáng)無(wú)收縮纖維灌漿料和高強(qiáng)無(wú)收縮灌漿料的試件,壓接接縫在達(dá)到極限承載力時(shí),接縫黏結(jié)完好,此時(shí)屬于強(qiáng)黏結(jié)接縫.試驗(yàn)結(jié)果分析表明,接縫被完全剪開(kāi)前,預(yù)應(yīng)力筋對(duì)承載力的貢獻(xiàn)較小,忽略預(yù)應(yīng)力筋對(duì)極限承載力的貢獻(xiàn);對(duì)于偏心受壓試件,壓應(yīng)力小的區(qū)域會(huì)被提前剪開(kāi),接縫應(yīng)力重分布,直剪極限承載力狀態(tài)時(shí),近似假定壓應(yīng)力均勻分布,被剪開(kāi)區(qū)域不提供抗剪.接縫極限承載力的計(jì)算簡(jiǎn)圖見(jiàn)圖15.

對(duì)于均勻受壓接縫,接縫極限承載力的計(jì)算公式為

Vu=τ0Ac+μ0σnAc

(3)

式中,Ac、μ0分別為接縫面積和靜摩擦系數(shù).

對(duì)于偏心受壓接縫,由接縫截面內(nèi)力平衡條件得到基本方程為

(4)

(a) 均勻受壓接縫

(5)

由此可得,接縫極限承載力的計(jì)算公式為

(6)

4.2.2 直剪殘余承載力

對(duì)于灌縫材料為高強(qiáng)無(wú)收縮纖維灌漿料和高強(qiáng)無(wú)收縮灌漿料的試件,壓接接縫被完全剪開(kāi)后,界面之間無(wú)黏結(jié)力,接縫殘余承載力由初始預(yù)壓力和預(yù)應(yīng)力螺紋鋼筋、鋼絞線的應(yīng)力增量對(duì)接縫施加的壓力產(chǎn)生的摩擦力以及預(yù)應(yīng)力筋的銷栓作用組成,接縫殘余承載力的計(jì)算簡(jiǎn)圖見(jiàn)圖16.由于預(yù)應(yīng)力筋存在初始張拉應(yīng)力,在接縫相互錯(cuò)動(dòng)位移下,上側(cè)和下側(cè)預(yù)應(yīng)力螺紋鋼筋的有效應(yīng)力增量為

Δfps=fpsy-fps

鋼絞線的有效應(yīng)力增量為

Δfp=fpy-fp

接縫殘余承載力的計(jì)算公式為

(7)

式中,μrs為接縫開(kāi)裂后的摩擦系數(shù).

圖16 接縫殘余承載力計(jì)算簡(jiǎn)圖

4.3 計(jì)算方法驗(yàn)證

將灌縫材料為高強(qiáng)無(wú)收縮纖維灌漿料的試件接縫黏結(jié)力τ0、靜摩擦系數(shù)μ0和開(kāi)裂后摩擦系數(shù)μrs分別取值為2.871 MPa、1.235 6和0.706,并代入式(3)～(7)中,計(jì)算試件的極限承載力Vu-ca和殘余承載力Vrs-ca,結(jié)果見(jiàn)表5.由表可知,計(jì)算值與試驗(yàn)值的相對(duì)誤差較小,滿足工程精度要求的±10%.由此說(shuō)明,本文提出的壓接接縫承載力計(jì)算方法適用于計(jì)算此類接縫的極限承載力和殘余承載力.

表5 試驗(yàn)結(jié)果與計(jì)算公式計(jì)算值對(duì)比

5 結(jié)論

1) 荷載達(dá)到極限荷載前,接縫相對(duì)位移微小,預(yù)應(yīng)力螺紋鋼筋對(duì)接縫承載力幾乎無(wú)貢獻(xiàn),接縫的極限承載力由黏結(jié)力和預(yù)加力產(chǎn)生的靜摩擦力組成;接縫被完全剪開(kāi)后,接縫的殘余承載力由截面壓力產(chǎn)生的摩擦力和預(yù)應(yīng)力筋的銷栓作用組成.

2) 后張預(yù)應(yīng)力能有效提高接縫的直剪承載力.接縫截面均勻受壓時(shí),接縫的極限剪應(yīng)力與均勻預(yù)壓應(yīng)力之間呈1.235 6倍的線性正相關(guān)關(guān)系,接縫的殘余剪應(yīng)力與均勻預(yù)壓應(yīng)力之間呈0.706倍的線性正相關(guān)關(guān)系.接縫截面偏心受壓時(shí),壓應(yīng)力較小區(qū)域首先出現(xiàn)裂縫,并隨著荷載的增加,裂縫逐漸向壓應(yīng)力較大區(qū)域延伸,最終被直縫剪開(kāi).預(yù)應(yīng)力分布對(duì)接縫極限承載力存在明顯影響,在相同的預(yù)加力作用下,預(yù)加力偏心距越大,極限承載力下降越明顯.

3) 灌縫材料宜采用高強(qiáng)無(wú)收縮灌漿料和高強(qiáng)無(wú)收縮纖維灌漿料.灌漿料摻入纖維后,其強(qiáng)度有所下降,但接縫的開(kāi)裂荷載和極限承載力均有所提高.

4) 本文提出的預(yù)應(yīng)力壓接接縫直剪承載力計(jì)算方法具有較高的精度,能夠適用于此類壓接接縫直剪承載力計(jì)算中.